双腔室隔板控制后喷减后坐武器内弹道性能研究

马龙旭

(中国船舶集团有限公司第七二三研究所,江苏 扬州 225101)

0 引 言

目前武器减后坐技术主要分为结构减后坐技术[1-3]和内能源减后坐技术[4-7]。结构减后坐技术减小武器后坐力的方法主要是通过对身管武器内部的结构进行改进[8-11],所以该减后坐技术会增加武器结构的复杂度,从而降低武器发射的可靠性。而内能源减后坐技术主要是将火药燃气从扩张喷管高速喷出产生反推力,从而降低武器的后坐力[12-14]。该技术对武器的结构改动较小,所以结构比较简单,可靠性更高,而且与结构减后坐技术相比,内能源减后坐技术的减后坐效率更高。

然而,目前的内能源减后坐技术减后坐效率有限,为了提高武器的减后坐能力,本文以某装备预研项目、国家自然科学基金项目“身管武器分散装药顺序引燃与多腔室流动控制的微后坐机理研究”(12072161)和“瞬态强冲击载荷下身管武器稀疏波减后坐机理与控制方法研究”(51376090)为背景,开展某榴弹发射器双腔室隔板控制后喷减后坐技术研究。运用两相流内弹道理论[15-17]对武器发射过程进行理论建模和数值模拟。为基于双腔室隔板控制后喷减后坐装置的新型高初速榴弹发射器的设计提供理论依据。

1 物理模型

1.1 减后坐原理

双腔室隔板控制后喷减后坐方法的基本原理见图1。首先将普通的单腔室弹丸改造成双腔室弹丸(前腔室和后腔室),前腔室内的火药颗粒主要是为了给弹丸运动提供火药燃气能量,而后腔室的火药颗粒主要是为了给扩张喷管产生反推力提供火药燃气能量,且同时也会有一部分的火药燃气从后腔室流入前腔室,达到点燃前腔室以及为前腔室提供火药燃气能量的目的。

图1 双腔室隔板控制后喷减后坐原理图

初始状态时,后腔室的火药颗粒被点燃,产生火药燃气,导致后腔室内的膛压升高,后腔室的压力首先高于传火孔隔板的极限压力,传火孔隔板破碎,后腔室的火药燃气流入前腔室,但是此时后腔室的压力还未高于后喷隔板的极限压力,后喷隔板仍然阻隔在后腔室与喷管之间,如图1(a)所示。随着内弹道过程的进行,后腔室的膛压进一步提高,直至大于后喷隔板的极限压力,后喷隔板破碎,后腔室的火药燃气开始流入喷管,为扩张喷管产生反推力提供火药燃气能量,如图1(b)所示。

1.2 减后坐装置结构图

由图2可知,双腔室隔板控制后喷减后坐装置主要由弹壳、节套、喷管以及喷嘴组成,该减后坐装置通过节套加装到榴弹发射器上,且通过身管导气孔交换腔室内的火药燃气能量。

1-制退器;2-身管;3-导气箍;4-节套;5-自动机;6-喷管;7-喷嘴;8-机匣;9-弹壳。

2 数学模型

2.1 基本假设

双腔室隔板控制后喷减后坐武器发射过程中,前后腔室、喷管内的流场特性在不同阶段变化很大,为了建立双腔室隔板控制后喷武器发射过程的内弹道两相流模型,需对膛内的气、固两相流动做出假设,具体的假设可参考文献[18]～[20]。

2.2 两相流内弹道模型

考虑双向流动的前后腔室之间火药燃气质量、动量和能量交换通过J和J′项体现出来;后腔室与喷管之间火药燃气的质量、动量和能量交换通过J″项体现出来,有：

(1)

为了使本文的公式保持一致性,做出以下规定：下标：r、f、n分别代表后腔室内、前腔室-身管膛内以及喷管内的流场参数;上标：′、″分别代表传火孔和身管导气孔处的流场参数。

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：mg′、mp′、ug′、up′、eg′分别代表传火孔处后腔室与前腔室交换的火药燃气质量、固体颗粒质量、通过传火孔的火药燃气的速度、通过传火孔的固体颗粒的速度、通过传火孔的火药燃气的能量,具体如何计算参考文献[15]～[16];pr′、ρgr′分别代表后腔室传火孔处的火药燃气的压力和密度。

(7)

式中：mg″、mg″、ug″、up″、eg″分别代表身管导气孔处后腔室与喷管交换的火药燃气质量、火药颗粒的质量、通过身管导气孔的火药燃气的速度、火药颗粒的速度以及火药燃气的能量;pr″、ρgr″分别代表后腔室身管导气孔处的火药燃气压力和密度。

前腔室、喷管的内弹道模型,前后腔室之间以及后腔室与喷管之间质量、动量和能量交换的模型可以参考文献[12]。

3 内弹道计算结果

3.1 数值验证

为了验证本章建立的两相流内弹道模型以及所使用的数值求解算法和参数设置的准确性,将普通榴弹发射器的两相流计算结果与使用经典内弹道模型的计算结果以及试验结果进行对比。其中,膛压是通过铜柱法[21-22]测得的,弹丸初速是通过天幕靶测得的。

由表1 内弹道模型验证表可知,经典内弹道是将弹后空间的膛压作为平均值计算的,所以计算结果低于两相流内弹道的结果。

表1 内弹道模型验证表

3.2 内弹道性能对比

由表2可知,加装双腔室隔板控制后喷减后坐装置的榴弹发射器在膛压和弹丸初速基本不变的前提下,后坐冲量由114.798 N·s下降到28.47 N·s,减后坐效率达到75.199%,证明了该减后坐装置能够实现减后坐的功能,且前后腔室压差未超过安全值,武器发射时的安全性也得到了保证。

表2 内弹道性能对比表

对图3和图4进行分析,双腔室隔板控制后喷减后坐武器由于传火孔隔板的存在使得膛底压力和弹底压力曲线相比于普通武器有一定的延迟。2种武器的膛压曲线均呈现出先上升到峰值再下降的趋势,这是因为膛压主要受到火药燃气和弹后空间的影响。内弹道初期,弹丸未开始运动,膛内处于定容燃烧阶段,火药燃气的生成量对膛压变化占据主导地位,膛压快速升高,随着弹丸运动,弹后空间增加,火药燃气生成导致的膛压上升以及弹后空间增加导致的膛压下降逐渐达到平衡;到内弹道后期,随着火药颗粒燃烧完全以及弹后空间继续增加,弹后空间主导膛压变化,所以膛压上升到一定高度就开始下降。在本次的内弹道仿真过程中,普通武器的装药量是10.45 g,而双腔室隔板武器的装药量是9.27 g。之所以隔板武器膛底压力的峰值不仅不低于普通武器,还略高的原因是双腔室隔板武器不仅有前腔室的火药颗粒为膛内提供火药燃气,而且后腔室也为前腔室提供火药能量,导致了双腔室隔板武器的装药量虽然不如普通武器,但是它的膛底压力曲线的变化趋势与普通武器相似。

图3 膛底压力对比图

图4 弹底压力对比图

对图5进行分析,弹丸速度的变化与膛压是密不可分的,弹底压力作用于弹丸,弹丸才运动,弹底压力在内弹道初期随着火药燃气的生成快速上升,使得弹丸速度也快速上升;之后弹后空间的增加又使得弹底压力下降,弹丸速度的上升趋势变缓。

图5 弹丸速度对比图

对图6进行分析,影响双腔室隔板控制后喷减后坐武器后坐力的因素主要有身管的膛压和喷管的反推力。之所以双腔室隔板武器的后坐力曲线变化十分剧烈,是因为膛底压力和喷管反推力都是随着时间变化的,在内弹道过程的不同时刻,膛底压力和喷管反推力各自占据主导地位。刚开始后坐力出现剧烈下降的原因是此时弹丸已经开始运动,膛底压力开始对武器的后坐力产生影响,并且由于此时从后腔室流入喷管的火药燃气流量有限,导致喷管产生的反推力并没有足够大。之后随着后腔室与喷管之间的压差增大,后腔室内越来越多的火药燃气流量流入喷管,使得喷管的反推力急剧增大,后坐力快速上升为正值。接下来,随着流入喷管的火药燃气流量减少,后坐力又开始下降为负值,最后随着膛底压力和喷管反推力逐渐变小,后坐力趋于零。

图6 后坐力对比图

对图7进行分析,双腔室隔板武器由于后坐力较普通武器大幅度下降,导致通过后坐力对时间积分得到的后坐冲量的下降幅度以及最终数值都远小于普通武器,由此可见,双腔室隔板控制后喷减后坐装置确实能够提高武器的减后坐性能。

图7 后坐冲量对比图

4 样机研制与试验验证

由图8可知,将研制成功的样机安装在支架座上,通过上面的传感器测定武器的后坐力,且在膛口加装膛口制退器,通过合理设置这些减后坐装置的参数,使得榴弹发射器的减后坐效率达到最优。

图8 样机实物图

由图9可知,由于使用前冲击发技术点燃发射药,枪管在发射过程中会有向前移动的现象,当完成发射之后,复位时枪管后退到击发位置。

图9 样机发射过程

通过试验数据表明,双腔室隔板控制后喷减后坐技术能够大幅度降低武器的后坐力,提高武器的内弹道性能。

5 结束语

本章建立了双腔室隔板控制后喷减后坐武器的两相流内弹道模型,其中包括后腔室内、前腔室-身管膛内以及喷管内的计算域,之后与其他辅助方程联立,构成能够解耦的内弹道方程组;根据发射过程,建立了不同阶段每个计算域的边界条件;使用数值算法对方程组进行求解。

数值模拟结果表明：普通武器的弹丸初速为450.759 m/s,膛底压力峰值为149.591 MPa;而双腔室隔板控制后喷减后坐武器的弹丸初速为451.396 m/s,膛底压力峰值为151.254 MPa,和普通武器相比,双腔室隔板武器的弹丸初速和膛底压力峰值没有明显的变化。对于内弹道参数的设置,普通武器的装药量为10.45 g,而双腔室隔板武器前腔室的装药量为9.27 g,之所以该减后坐武器还能够获得与普通武器相当的弹丸初速是因为后腔室的存在,后腔室的火药燃气不仅点燃了前腔室的固体颗粒,还为前腔室-身管膛内弹丸的运动提供了能量。

减后坐性能方面,普通武器的后坐力峰值为143.924 kN,后坐冲量为114.798 N·s;而双腔室隔板武器的后坐力峰值为42.996 kN,后坐冲量为28.47 N·s,后坐力峰值下降了70.126%,后坐冲量下降了75.199%。由此表明双腔室隔板控制后喷减后坐装置能够大幅度地降低武器的后坐力和后坐冲量。